袁俊平 ，王啟貴

（1.河海大學(xué) 巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210098；2.河海大學(xué) 巖土工程科學(xué)研究所，江蘇 南京 210098）

1 引 言

水力劈裂是指由于水壓力增加在巖體或土體中引起裂縫發(fā)生和發(fā)展的一種物理現(xiàn)象[1]。一旦發(fā)生水力劈裂，可能導(dǎo)致整個壩體迅速破壞（如1976年美國Teton 壩[2]）。為了保證壩體安全，實(shí)現(xiàn)有效預(yù)防，搞清水力劈裂的發(fā)生機(jī)制和條件就顯得極為重要。

楔劈效應(yīng)理論認(rèn)為，均質(zhì)試樣中不會發(fā)生水力劈裂，只有土體中存在非連續(xù)現(xiàn)象，受水壓后可能導(dǎo)致楔劈作用，才會發(fā)生水力劈裂[3-4]。朱俊高[5]、王俊杰[6]等利用數(shù)值模擬和斷裂力學(xué)理論分析了水力劈裂發(fā)生機(jī)制，認(rèn)為快速蓄水時，若心墻迎水面中存在初始滲透薄弱面或裂縫，將引發(fā)水力劈裂（見圖1）。一些學(xué)者[5,7-8]還采用有初始裂縫的中空圓柱試樣或自制的試驗(yàn)裝置進(jìn)行了水力劈裂試驗(yàn)，驗(yàn)證楔劈效應(yīng)理論的合理性。然而，采用中空圓柱試樣進(jìn)行水力劈裂試驗(yàn)時，內(nèi)環(huán)受水壓后試樣中會產(chǎn)生環(huán)向拉應(yīng)力（見圖2），不同于心墻的實(shí)際受力狀態(tài)。中空圓柱試樣的破壞是楔劈效應(yīng)與環(huán)向受拉共同作用的結(jié)果。

為了較真實(shí)地模擬心墻迎水面受壓狀態(tài)，進(jìn)一步驗(yàn)證楔劈效應(yīng)，探索水力劈裂的發(fā)生機(jī)制和條件，本文采用圓餅形試樣，通過平面加壓方式，進(jìn)行了水力劈裂試驗(yàn)。試驗(yàn)中主要考慮初始裂縫深度和加壓速率的影響。為了檢驗(yàn)楔劈效應(yīng)的機(jī)制和作用效果，本文還對劈裂前后的試樣進(jìn)行了CT 試驗(yàn)觀測，并對有無初始裂縫試樣水力劈裂試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。

圖1 黏土心墻水力劈裂的楔劈作用Fig.1 Wedge splitting function of hydraulic fracturing in clay core

圖2 中空圓柱試樣水力劈裂試驗(yàn)受力狀態(tài)Fig.2 Stress state for hollow cylinder specimen in hydraulic fracturing test

2 水力劈裂試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)時，將圓餅形試樣和砂墊層用橡皮膜密封于圓筒形壓力室中（見圖3）。壓力室一端連接注水孔，無氣水加壓后通過緩沖水腔作用在試樣表面，流經(jīng)試樣和砂墊層后再由出水孔排出。壓力室徑向設(shè)置側(cè)壓孔，在橡皮膜外施加氣壓（高于注水孔水壓），使橡皮膜貼緊試樣。

圖3 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram for test apparatus

試驗(yàn)土料為兩河口水電站黏土心墻料，其基本性質(zhì)見表1。用靜壓法制備成φ 140 mm×60 mm 的圓餅形試樣，制樣干密度為1.80 g/cm3，含水率為15.3%。制備有初始裂縫的試樣時，用刀片小心地在試樣表面中心處切割出長80 mm、寬10 mm 的V字型裂縫（見圖4）。

表1 試驗(yàn)土料基本物理性質(zhì)指標(biāo)Table 1 Main physical properties of test material

圖4 水力劈裂試驗(yàn)試樣Fig.4 Specimens for hydraulic fracturing test

試驗(yàn)時，若出水孔處流速突然增大，同時排出水流出現(xiàn)渾濁現(xiàn)象，判斷試樣發(fā)生水力劈裂，記錄此時的注水孔水壓，作為劈裂壓力。

為方便表述，將無初始裂縫試樣編號為F0，有初始裂縫試樣編號為F1、F2、F3、F4、F5，分別對應(yīng)于裂縫深度為試樣厚度的10%、20%、30%、40%、50%。試驗(yàn)中選用了兩種不同的水壓力，加壓載速率5、25 kPa/min。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.2.1 初始裂縫深度影響

圖5為加壓載速率為25 kPa/min 時不同初始裂縫深度各試樣滲流速率隨試驗(yàn)歷時變化曲線。

可以看出，加載初期（600 s 以內(nèi)），試樣滲流速率很小，表明試樣中尚未形成穩(wěn)定滲流。而后隨水壓力增大，滲流速率逐漸增大，滲流速率隨歷時變化曲線近似呈線性關(guān)系，與水壓力過程線平行，表明試樣中形成了穩(wěn)定滲流。這一階段出水孔處排出水流清澈透明。

當(dāng)初始裂縫深度較小時（不超過試樣厚度20%，見圖5(a)），隨水壓力持續(xù)增大，滲流速度隨歷時變化曲線的增幅相對較小，表明試樣未發(fā)生水力劈裂。比較圖5(a)中F0、F1、F2 試樣試驗(yàn)結(jié)果可見，總體上，初始裂縫深度越大，試樣滲流速率也越大，表明裂縫的存在降低了試樣防滲性能。

當(dāng)初始裂縫深度較大時，水壓增大達(dá)到一定程度后，滲流速率突然迅速增大（在1 min 內(nèi)增大約70 ml/min）（見圖5(b)、圖5(c)）。同時發(fā)現(xiàn)有細(xì)小黏土顆粒隨水流排出，水流變渾濁。表明裂縫在水壓力作用下貫通，試樣發(fā)生了水力劈裂。隨后很短時間內(nèi)（約1 min），滲流速率迅速降低，注水孔處水壓力不能保持讀數(shù)而迅速下降。表明試樣經(jīng)歷水力劈裂后，通過試樣的流量大幅增加，注水孔供水量不足。

圖5 各試樣滲流速率歷時曲線（加壓速率25 kPa/min）Fig.5 Seepage rate-time curves for different specimens(loading rate:25 kPa/min)

值得注意的是，當(dāng)初始裂縫深度為試樣厚度30%時（F3 試樣，見圖5(b)），平行試驗(yàn)中有部分試樣發(fā)生了水力劈裂：圖5(b)中1 線顯示，當(dāng)水壓力增加到700 kPa 時，滲流速率由10 ml/min 左右突變至100 ml/min 左右；試驗(yàn)結(jié)束后觀察發(fā)現(xiàn)，試樣中出現(xiàn)了貫穿裂縫。同樣條件下，也有試樣在試驗(yàn)過程中沒有出現(xiàn)滲流突變現(xiàn)象（如圖5(b)中2 線所示），整個試驗(yàn)過程中滲流量變化平穩(wěn)；試驗(yàn)結(jié)束后發(fā)現(xiàn)該試樣表面出現(xiàn)了沿初始裂縫的新的細(xì)小裂縫（見圖6），但新裂縫深度不大，未貫通整個試樣。

圖5(c)顯示，相對于初始裂縫深度較小的F4試樣，初始裂縫深度較大的F5 試樣，隨水壓力增大，較早出現(xiàn)了滲流突變現(xiàn)象。

圖6 沿初始裂縫處的新微裂縫Fig.6 New developed crack along the initial crack

對比不同初始裂縫深度試樣出現(xiàn)貫穿裂縫時的劈裂壓力（見表2）可以看出，隨初始裂縫深度增大，試樣的劈裂壓力逐漸減小。

表2 加壓載速率25 kPa/min 時各試樣劈裂壓力(單位:kPa)Table 2 Splitting pressure of different specimens with a loading rate of 25 kPa/min(unit:kPa)

根據(jù)楔劈效應(yīng)理論，楔劈由劈背和劈刃組成，施加到劈背上的水壓力分解到劈刃上，當(dāng)劈刃上的力足夠劈開土體時，就會發(fā)生水力劈裂。若施加到劈背上的力為N，劈刃夾角為θ，則劈刃上的力為N cosθ ?？梢姡?越小，劈刃上的力就越大。也就是說，裂縫形成的劈角越小，就越容易導(dǎo)致水力劈裂。上述試驗(yàn)結(jié)果完全符合楔劈理論這一解釋：試驗(yàn)中各試樣初始裂縫寬度在試樣表面處均相同，裂縫深度越大，裂縫所形成的角度就越小，裂縫就越銳，相應(yīng)地，所測得的劈裂壓力也越小，即越容易發(fā)生水力劈裂。

因此，為提高心墻的抗水力劈裂能力，應(yīng)保證心墻迎水面的施工質(zhì)量，避免出現(xiàn)施工質(zhì)量的薄弱層（面），而且應(yīng)使迎水面盡可能平整，避免出現(xiàn)空洞或凹陷。

2.2.2 加壓速率的影響

圖7 給出了加壓載速率為5 kPa/min 時不同初始裂縫深度各試樣滲流速率隨試驗(yàn)歷時變化曲線。

可以看出，初始裂縫深度不超過30%的各試樣（F0、F1、F2和F3）均未出現(xiàn)滲流速率突變現(xiàn)象，表明未出現(xiàn)水力劈裂。比較圖5(a)和圖7(a)可以看出，達(dá)到同樣水壓力大小時，加壓速率較小時，試樣滲流速率相對較大。如在F0 試樣上加壓到700 kPa，加壓速率為5 kPa/min 時，試樣滲流速率為15 ml/min，而加壓速率為25 kPa/min 時，試樣滲流速率為10 ml/min。表明加壓速率較小有利于減小試樣內(nèi)部水力梯度差異，使試樣較早形成穩(wěn)定滲流。

圖7 各試樣滲流速率歷時曲線（加壓速率5 kPa/min）Fig.7 Seepage rate-time curves for different specimens(loading rate:5 kPa/min)

當(dāng)初始裂縫深度較大時（見圖7(b)），試樣滲流速率歷時曲線發(fā)生了突變；試驗(yàn)結(jié)束后觀察發(fā)現(xiàn)，與前述加壓速率為25 kPa/min 時，初始裂縫貫通破壞現(xiàn)象不同，初始裂縫處有較明顯的沖蝕破壞痕跡。難以判斷圖7(b)所示滲流速率歷時曲線突變是由于水力劈裂現(xiàn)象或是管涌現(xiàn)象導(dǎo)致的。

為了進(jìn)一步分析加壓速率對水力劈裂的影響機(jī)制，本文利用Geostudio 軟件Seep/W 模塊進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。計(jì)算中考慮試樣初始為非飽和狀態(tài)，迎水面（左側(cè)）受水壓力的作用，背水面（右側(cè)）為自由出流面，其余邊界為不透水邊界。

圖8 分別給出了不同加壓速率時無裂縫試樣和有初始裂縫試樣加壓初期內(nèi)部孔壓等勢線分布情況?？梢钥闯觯?dāng)加壓速率較大時，試樣迎水面孔壓等勢線分布更密集（見圖8(a)），表明水力梯度較大，迎水面所受水壓來不及傳遞到試樣內(nèi)部；而較低的加壓速率則有利于試樣中達(dá)到滲流的穩(wěn)定狀態(tài)。

從圖8(c)和圖8(d)可以看出，當(dāng)有初始裂縫時，裂縫處有明顯的孔壓集中現(xiàn)象，而且垂直開裂面存在較大的水力梯度，表明裂縫處有較大的劈裂壓力，使裂縫有進(jìn)一步擴(kuò)張的趨勢。

圖8 不同加壓速率試樣內(nèi)孔壓等勢線分布Fig.8 Pore pressure contour maps in specimens with different loading rates

由上述試驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算分析可見，加壓速率越大，越容易引發(fā)水力劈裂。因此，為避免水力劈裂的發(fā)生，應(yīng)合理安排水庫蓄水運(yùn)行計(jì)劃，盡可能在較長時間內(nèi)分多步抬高庫水位，從而降低蓄水速度，減小心墻迎水面水壓力增加速率。

3 水力劈裂前后試樣CT 觀測

為了進(jìn)一步驗(yàn)證試樣是否發(fā)生水力劈裂，搞清發(fā)生水力劈裂后試樣內(nèi)部如何變化，本文對水力劈裂試驗(yàn)前后的試樣進(jìn)行了CT 觀測。

圖9 是F0 試樣（無初始裂縫）和F5 試樣（初始裂縫深度為試樣厚度50%）水力劈裂后三維重構(gòu)模型圖?？梢钥闯?，對無初始裂縫試樣，試驗(yàn)前、后試樣內(nèi)部結(jié)構(gòu)沒有變化，試樣仍保持均質(zhì)（見圖9(a)）；而有初始裂縫試樣則在水力劈裂試驗(yàn)后出現(xiàn)了貫通裂縫（見圖9(b)）。

圖10為F5 試樣發(fā)生水力劈裂后垂直裂縫方向CT 切片。可以看出，裂縫貫通了整個試樣，而且沿水流方向裂縫寬度不斷減小，表明水力劈裂是土體被水壓楔劈開來，使得裂縫逐漸擴(kuò)展的結(jié)果。

圖9 水力劈裂試驗(yàn)后試樣CT 掃描三維重構(gòu)模型Fig.9 3D reconstructed model based on CT results for specimens after hydraulic fracturing test

圖10 F5 試樣劈裂后垂直裂縫CT 切片F(xiàn)ig.10 CT slice for vertical crack after hydraulic fracturing

4 結(jié) 論

（1）驗(yàn)證了水力劈裂楔劈機(jī)制。水壓力作用在心墻初始裂縫所形成的劈背上，當(dāng)劈刃上的力超過臨界值時就可能發(fā)生水力劈裂。

（2）試驗(yàn)驗(yàn)證了水力劈裂楔劈效應(yīng)。土體中存在初始裂縫，加壓速率較大時，在裂縫處水力梯度較大，裂縫在水壓力的楔劈作用下可能向深部擴(kuò)展，最終貫通，從而導(dǎo)致水力劈裂的發(fā)生。

（3）初始裂縫和加壓速率對水力劈裂有明顯影響。初始裂縫深度越大、加壓速率越高，越容易導(dǎo)致水力劈裂的發(fā)生。

（4）為提高心墻抗水力劈裂能力，避免土石壩發(fā)生水力劈裂破壞，應(yīng)保證心墻迎水面的施工質(zhì)量和平整性，并采用較慢的蓄水方案。

[1]黃文熙.對土石壩科研工作的幾點(diǎn)看法[J].水利水電技術(shù),1982,4:23-27.HUANG Wen-xi.Some comments on research works related to rock-fill dam[J].Water Resources and Hydropower Engineering,1982,4:23-27.

[2]PANEL I.Review cause of Teton Dam failure[R].Denver,Colo:US Bureau of Reclamation,1976,1-10.

[3]沈珠江,易進(jìn)棟,左元明.土壩水力劈裂的離心模型試驗(yàn)及其分析[J].水利學(xué)報(bào),1994,(9):67-78.SHEN Zhu-jiang,YI Jin-dong,ZUO Yuan-ming.Centrifuge model test of hydraulic fracture of earth dam and its analysis[J].Journal of Hydraulic Engineering,1994,(9):67-78.

[4]張丙印,于玉貞,張建民.高土石壩的若干關(guān)鍵技術(shù)問題[C]//第九屆土力學(xué)與基礎(chǔ)工程會議論文集.北京:清華大學(xué)出版社,2003.ZHANG Bing-yin,YU Yu-zhen,ZHANG Jian-ming.Some key technical issues for high rock-fill dam[C]//Proceedings of the 9th National Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering.Beijing:Tsinghua University Press,2003.

[5]朱俊高,王俊杰,張輝.土石壩心墻水力劈裂機(jī)制研究[J].巖土力學(xué),2007,28(3):487-492.ZHU Jun-gao,WANG Jun-jie,ZHANG Hui.Study on mechanism of hydraulic fracturing in core of earthrockfill dam[J].Rock and Soil Mechanics,2007,28(3):487-492.

[6]王俊杰.基于斷裂力學(xué)的土石壩心墻水力劈裂研究[D].南京:河海大學(xué),2005.WANG Jun-jie.Study on hydraulic fracturing in core of earth-rock fill dam based on fracture mechanics [D].Nanjing:Hohai University,2005.

[7]ALFARO M C,WONG R C.Laboratory studies on fracturing of low-permeability soils[J].Canadian Geotechnical Journal,2001,38(2):303-315.

[8]朱建華.心墻壓實(shí)土的水力劈裂研究[C]//水利水電科學(xué)研究院《科學(xué)研究論文集》.北京:水利電力出版社,1985:198-205 ZHU Jian-hua.Study on hydraulic fracturing of compacted core clay[C]//Proceedings of Scientific Research Conference by China Institute of Water Resources and Hydropower Research.Beijing:Water Resource and Electric Power Press,1985:198-205.